本設杭に用いるソイルセメント柱列壁の鉛直支持力評価
渡 邉 康 司 水 本 実
(本社建築本部)
荒 川 真 榎 本 浩 之
(本社建築本部) (本社設計本部)
Evaluation of Vertical Bearing Capacity on Soil–Cement Mixing Wall Using Permanent Pile
Koji Watanabe
Minoru Mizumoto
Makoto Arakawa Hiroyuki Enomoto
Abstract
An examination was performed on the use of soil–cement mixing walls, which have been treated
previously as temporary structures left buried in the ground as permanent piles in order to rationalize
foundation structures and to reduce environmental burdens. This study aimed for the use of the embedded
portion of soil–cement mixing wall as a permanent pile and evaluated the vertical bearing capacity in a
full-scale load test. This study first describes the background and the previous studies; second, it indicates the
full-scale load tests in order to evaluate the bearing capacity of the soil, then presents the model experiments to
estimate the bearing capacity on the pile body, and finally discusses the evaluation method of determining
vertical bearing capacity on soil–cement mixing pile.
概 要 ソイルセメント柱列壁は，従来，掘削工事の際の山留め壁として用いられ，仮設構造物として取り扱われて きた。しかしながら，近年，基礎構造の合理化や環境負荷の低減などのニーズが高まりつつあり，仮設構造物 として扱われてきたソイルセメント柱列壁を本設杭として利用するための検討を進めてきた。基礎底以深の根 入れ部分を本設杭として利用する際のソイルセメント柱列壁の鉛直支持力は，地盤から定まる極限支持力と杭 体から定まる極限支持力で評価することとなる。本報では，仮設構造物として用いられる一般的な施工方法を 用いて構築されたソイルセメント柱列壁を対象として，鉛直支持力の評価方法を構築するために実施した実大 載荷試験および模型実験について報告するとともに，本設杭として使用するソイルセメント柱列壁の鉛直支持 力評価方法を示す。
1.
はじめに
ソイルセメント柱列壁は，原位置でセメントミルクを 注入しながら地盤を攪伴・混合することによって造成し たソイルセメントに，応力伝達材となる芯材を挿入し構 築される。ソイルセメント柱列壁は，従来，掘削工事の 際の山留め壁として用いられ，仮設構造物として取り扱 われてきた。したがって，建物本体の荷重を負担させる ことやそのような場合を想定した鉛直支持力の評価方法 は確立されていない現状にあった。しかしながら，近年， 基礎構造に対する合理化や環境負荷の低減などのニーズ が高まりつつあり，Fig. 1に示すように仮設構造物として 扱われてきたソイルセメント柱列壁を本設杭として利用 するための検討を進めてきた1)，2)，3)。また，このように 仮設構造物として使用されていたソイルセメント柱列壁 を本設杭として利用することで，新たに施工される本設 杭が削減できることにより杭工事の工期短縮や工事費縮 減も期待できる。 山留め壁を本設杭として利用した場合の鉛直支持力に 関する検討は，実大載荷試験や施工試験を中心に数例の Fig. 1 ソイルセメント柱列壁の本設杭利用 Utilization for Permanent Pile of Soil-Cement Mixing柱 建物重量 ▽支持層 杭 ソイルセメ ント柱列壁
事例がある。金子は，高強度のソイルセメント柱列壁を 構築し，本設杭として利用する工法を開発し，その支持 力評価を行っている4)。田屋らは，施工管理方法や施工 機械を改良し，高強度のソイルセメント柱列壁を構築し， その支持力評価を実施している5)，6)。いずれも一般的に 用いられるソイルセメント柱列壁と異なり，高強度のソ イルセメント柱列壁を構築することを前提としている。 基礎底以深の根入れ部分を本設杭として利用する際の ソイルセメント柱列壁の鉛直支持力は，地盤の破壊とH 形鋼-ソイルセメント間でのすべり破壊の2種類の破壊モ ードを想定し検討する必要がある。したがって，鉛直支 持力の評価は，地盤から定まる極限支持力と杭体から定 まる極限支持力の2通りで評価することとなる。本報では， 仮設構造物として用いられる一般的な圧縮強度の範囲 (500～2000kN/m2程度) および施工方法を用いて構築さ れたソイルセメント柱列壁を対象として，鉛直支持力の 評価方法を構築するために実施した実大載荷試験および 模型実験について報告するとともに，鉛直支持力の評価 方法を示す。
2.
実大載荷試験
本章では，地盤から定まる鉛直支持力を評価するため に実施した実大載荷試験に関して述べる。なお，実大載 荷試験は，3サイトで実施した。 2.1 載荷試験条件 サイトA～Cの地盤条件および試験杭をFig. 2～4に示 す。サイトAの試験地盤はGL-5.0m程度までがロームおよ び凝灰質粘土，GL-5.0m以深が主に中砂および細砂で構 成されており，試験杭の杭先端をN値20程度の地盤に根 入れした。また，サイトBの試験地盤はGL-7.0m程度まで がロームおよび凝灰質粘土，GL-7.0m以深が主に粘土質 細砂および細砂で構成されており，試験杭の杭先端をN 値30程度の地盤に根入れした。さらに，サイトCの試験 地盤はGL-7.0m程度までがロームおよび凝灰質粘土， GL-7.0～12.0mが主に細砂および中砂，GL-12.0～15.0mが シルトおよび粘土，GL-15.0m以深が細砂で構成されてい る。サイトCの試験杭は，GL-10.0mまでにフリクション カットを施し，杭先端をN値50程度の地盤に根入れした。 Fig. 2 地盤条件および試験杭 (サイトA)Soil Profile and Test Piles (Site A)
Fig. 3 地盤条件および試験杭 (サイトB) Soil Profile and Test Piles (Site B)
V-1 スタッド無し V-2 スタッド有り H形鋼 400*200*8*13 ソイルセメント 6@6 0 0 105 00 50 0 頭付き スタッド =19mm L=100mm ：ひずみゲージ ：変位計 ：ロードセル 0 5 10 15 20 0 20 盛 土(ローム) 中 砂 シルト質細砂 深度 (m) 40 ローム 凝灰質粘土 細 砂 中 砂 微細砂 砂混りシルト 中 砂 細 砂 シルト混り 細 砂 微 砂 砂混りシルト 細 砂 0 5 10 15 0N 値 盛 土 凝灰質粘土 粘土質細砂 深度 (m) ローム 細 砂 20 25 50 V-1 スタッド無し V-2 スタッド有り ：ひずみゲージ ：変位計 反力杭 ソイルセメント H形鋼 400*300*11*18 25@ 600 頭付き スタッド =19mm L=100mm Fig. 4 地盤条件および試験杭 (サイトC) Soil Profile and Test Piles (Site C)
粘土質中砂 0 5 10 15 0N 値 深度 (m) 50 20 25 30 ローム 細 砂 凝灰質粘土 細 砂 シルト質細砂 砂質シルト 中 砂 細 砂 シルト質細砂 中 砂 シルト 砂質粘土 粘 土 シルト 反力杭 （場所打ち杭） V-1 スタッド無し ：変位計 ：ひずみゲージ フリクション カット 10.0 12.5 15.0 17.5 V-2 スタッド有り ソイル セメントH形鋼 440*300*11*18 16@ 37 0 2@ 1 8 5 頭付き スタッド =19mm L=100mm
サイトA～Cの試験杭は，スタッドの有無をパラメータ とした2本である。スタッドを有する試験杭には，杭全長 にわたってスタッドを打設した。ここで，サイトCのス タッドを有する試験杭は，フリクションカット下端以深 のみにスタッドを打設した。また，試験杭のソイルセメ ント改良体径 (杭径) は，各サイトともに600mmを使 用した。各サイトで採用した芯材 (H形鋼) は以下に示 す通りである。 サイトA：H-400×200×8×13 サイトB：H-400×300×11×18 サイトC：H-440×300×11×18 ソイルセメント改良体の設計強度は，サイトA～Cとも に500kN/m2である。載荷試験後に実施したコア抜き試料 の圧縮試験結果より，ソイルセメント改良体の強度が設 計強度500kN/m2を満足していることを確認しており，そ の強度の範囲は概ね500～2000kN/m2の範囲であった。 本章で示す実大載荷試験は，すべて地盤工学会基準“杭 の鉛直載荷試験基準・同解説”7)に準拠して実施した。 載荷方法は，段階載荷・多サイクル方式を採用し，新規 荷重保持時間30分，履歴荷重保持時間2分，ゼロ荷重保持 時間を15分とした。また，試験杭と反力杭の影響範囲も 地盤工学会基準に準拠し設定した。具体的には，試験杭 と反力杭は杭径の3倍以上の離隔を確保した。 測定項目は，杭頭における荷重および変位，H形鋼の ひずみである。杭先端変位は，二重管方式により測定し た。 2.2 載荷試験結果 各サイトで得られた杭頭部における荷重-変位関係を Fig. 5～7に示す。各サイトでスタッドの有無に関わらず， 載荷初期から曲線が立ち上がり，最大荷重に到達してい る。各サイトでスタッドの有無による初期剛性の差異を 比較すると，スタッドの有無による有意な差はないと推 察される。しかしながら，変位の進行とともに同一変位 における負担荷重がスタッドを有する試験杭で大きくな っており，スタッドの効果が発揮されていると考えられ る。 Fig. 8～10に各サイトで得られた周面摩擦力度と区間 変位の関係を示す。ここで，周面摩擦力度は，測定され たH形鋼のひずみに鋼材の弾性係数およびH形鋼の断面 積を乗じることにより算出した軸力を用いて，各区間の 軸力差を周面積で除して算出した。なお，周面積の算出 には，ソイルセメント改良体径を用いた。Fig. 8に示すサ イトAの結果によれば，上部粘土層において最大周面摩 擦力度27～36kN/m2を示しており，その傾向は極限状態 に至り残留状態となっている。一方，下部の砂質土層の 周面摩擦力度は125kN/m2程度を示しており，極限状態に は到達していると判断できる。サイトBにて得られたFig. 9 よ り ， 上 部 粘 土 層 に お い て 最 大 周 面 摩 擦 力 度 40 ～ 44kN/m2を示しており，その傾向はV-1では極限状態に至 り残留状態に，V-2では漸増傾向であり極限に達してい ないと推察される。さらに，下部の砂質土層の周面摩擦 力度は110kN/m2程度を示しており，V-1では極限状態に 到達していると判断できる。Fig. 10に示すサイトCの結 果から，上部砂質土層 (GL-10.5～12.5m) において最大 周面摩擦力度57～59kN/m2程度を示しており，その傾向 はスタッド無し・有りともに極限状態に至り残留状態と なっている。GL-12.5～15.0mの粘性土層においては最大 周面摩擦力度100kN/m2程度を示しており，スタッド無し では極限状態に到達し残留状態に，スタッド有りでは極 限状態となっている。さらに，下部の砂質土層の周面摩 擦力度は200kN/m2程度を示しており，極限状態に到達し 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 0 20 40 60 80 100 杭頭荷重 (kN) 杭頭変位 (mm) V-1 V-2 周面降伏 先端降伏 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 0 20 40 60 80 杭頭荷重 (kN) 杭頭変位 (mm) V-1 V-2 周面降伏 先端降伏 Fig. 6 杭頭荷重-変位関係 (サイトB) Relationships between Load and Displacement
at Pile Head (Site B) Fig. 5 杭頭荷重-変位関係 (サイトA) Relationships between Load and Displacement
at Pile Head (Site A)
Fig. 7 杭頭荷重-変位関係 (サイトC) Relationships between Load and Displacement
at Pile Head (Site C)
0 500 1000 1500 2000 2500 0 20 40 60 80 杭頭 荷重 (kN) 杭頭変位 (mm) V-1 V-2 周面降伏 先端降伏
ていると判断できる。周面摩擦力度に関して， 日本建築学会・建築基礎構造設計指針8)に示 される場所打ち杭の周面摩擦力度の評価式 (Fig. 8～10の緑実線) と比較すると，粘性土 では非排水せん断強度cu (cu=100kN/m2：上限 値) を，砂質土では3.3N (N=50：上限値，N： 標準貫入試験から得られるN値) を満足して いることがわかる。 Fig. 11に先端支持力度と杭先端変位の関 係を示す。また，Fig. 11中には，文献8)に示 されている場所打ち杭の先端支持力度評価 式による値 (緑実線) も合わせて示した。な お，先端支持力度は先端到達軸力をH形鋼の 包絡面積で除して算出した。Fig. 11から，各 サイトともに先端支持力度を発現するため に十分な変位が稼働されていることがわか る。また，スタッドを有する杭では，先端支 持力度が漸増傾向にあることがわかる。文献 8) に 示 さ れ る 先 端 支 持 力 度 の 評 価 式 (qp=7500kN/m2：上限値，100N，N：標準貫 入試験から得られるN値) により算出される 値と比較すると，各杭の先端支持力度は評価 式による値を上回る傾向を示している。ここ で，Fig. 11(c)に示すV-1では評価式による値 を下回っている。これは，スタッドが無いた め杭体 (芯材-ソイルセメント) の付着切れ (a) GL- 0~5.25m Fig. 8 周面摩擦力度-区間変位関係 (サイトA)
Relationships between Shaft Friction and Local Pile Displacement (Site A) (b) GL- 5.25~10.25m
(a) GL- 0~10.5m (b) GL- 10.5~15.5m Fig. 9 周面摩擦力度-区間変位関係 (サイトB)
Relationships between Shaft Friction and Local Pile Displacement (Site B)
0 5 10 15 20 25 30 35 40 0 20 40 60 80 周面摩 擦力 度 (k N/ m 2) 区間変位 (mm) V-1 V-2 AIJ基礎構造設計指針 場所打ち杭 = cu 0 20 40 60 80 100 120 140 160 0 20 40 60 80 周面摩擦力度 (kN /ｍ 2) 区間変位 (mm) V-1 V-2 AIJ基礎構造設計指針 場所打ち杭 = 3.3N 0 20 40 60 80 100 120 0 10 20 30 40 50 周面 摩擦 力度 (k N /m 2) 区間変位 (mm) V-1 V-2 AIJ基礎構造設計指針 場所打ち杭 = cu 0 20 40 60 80 100 120 0 20 40 60 80 周面摩擦力度 (k N/m 2) 区間変位 (mm) V-1 V-2 AIJ基礎構造設計指針 場所打ち杭 = 3.3N Fig. 11 先端支持力度-杭先端変位関係
Relationships between End Bearing Capacity and Displacement at Pile Tip
(a) サイトA (b) サイトB (c) サイトC
(a) GL- 10.0~12.5m (b) GL- 12.5~15.0m (c) GL- 15.0~17.5m
Fig. 10 周面摩擦力度-区間変位関係 (サイトC)
Relationships between Shaft Friction and Local Pile Displacement (Site C)
0 10 20 30 40 50 60 70 0 20 40 60 80 周面摩擦 力度 (kN/ m 2) 区間変位 (mm) V-1 V-2 AIJ基礎構造設計指針 場所打ち杭 = 3.3N 0 20 40 60 80 100 120 0 20 40 60 80 周面摩擦 力度 (k N /m 2) 区間変位 (mm) V-1 V-2 AIJ基礎構造設計指針 場所打ち杭 = cu 0 50 100 150 200 250 0 20 40 60 80 周面 摩擦 力度 (kN/ m 2) 区間変位 (mm) V-1 V-2 AIJ基礎構造設計指針 場所打ち杭 = 3.3N 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 0 20 40 60 80 先 端支持力度 (k N /m 2) 杭先端変位 (mm) V-1 V-2 AIJ基礎構造設計指針 場所打ち杭 qp= 100N 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 0 20 40 60 80 先端支持力度 (k N /m 2) 杭先端変位 (mm) V-1 V-2 AIJ基礎構造設計指針 場所打ち杭 qp= 100N 0 2000 4000 6000 8000 10000 0 20 40 60 80 先端支持力 度 (k N/ m 2) 杭先端変位 (mm) V-1 V-2 AIJ基礎構造設計指針 場所打ち杭 qp= 100N
が生じ，その後，杭先端変位が漸増しており，芯材先端 のソイルセメントに圧縮破壊が生じたためであると推察 される。スタッドを有する試験杭では，大きな先端支持 力度を示した。これは，スタッドを有することにより， 変位の進行とともにH形鋼とソイルセメントが一体とし て挙動したためであると考えられる。 2.3 実大載荷試験結果の考察 2.2で示した実大載荷試験結果に基づき，周面摩擦力度 および先端支持力度の検証を行った。Fig. 12に周面摩擦 力度の評価を示す。ここで，周面摩擦力度は，砂質土で は標準貫入試験から得られるN値を，粘性土では非排水 せん断強度をパラメータとして評価した。Fig. 12(a) より， 砂質土の周面摩擦力度は下限値が3.3N相当となっており， 文献8)に示される場所打ち杭の周面摩擦力度と同程度以 上の評価が可能である。一方，Fig. 12(b)に示される粘性 土の周面摩擦力度も，非排水せん断強度cuを下限値とす る評価と同程度以上となっており，砂質土と同様に文献 8)に示される場所打ち杭の周面摩擦力度と同程度以上の 評価が可能なことがわかった。 先端支持力度の評価をFig. 13に示す。ここで，杭先端 支持力度は，砂質土地盤のみを対象としているため，杭 先端 (芯材先端) において標準貫入試験から得られるN 値をパラメータとして評価した。なお，杭先端支持力度 は，杭 (芯材) 先端でのソイルセメントの圧縮破壊の発 生を考慮して，地盤の先端支持力が発現されるスタッド 有りの場合の結果に基づき評価した。また，先端支持力 度は，H形鋼の包絡面積に等価な円の直径の10％の変位 レベルの値として整理した。Fig. 13によれば，先端支持 力度の下限値は144N程度となり，文献8)に示される場所 打ち杭の先端支持力度の評価式 (100N) を上回ってお り，場所打ち杭と同等以上の評価が可能であることがわ かった。すなわち，杭体 (芯材-ソイルセメント間) の付 着切れが生じなければ，評価式を上回ると言える。
3.
杭体の性能に関する模型実験
本章では，杭体から定まる鉛直支持力を評価するため に実施した模型実験に関して述べる。模型実験は，H形 鋼とソイルセメント間の付着挙動およびH形鋼に打設す るスタッドの耐力評価に関して実施した。 3.1 付着挙動の評価 3.1.1 実験条件 気中載荷実験 (押抜きせん断実 験) の試験体をFig. 14に示す。本実験は，H形鋼とソイ ルセメントの付着挙動を調査することが目的であるため， H形鋼表面に加工は行っていない。Table 1に実験ケース の一覧を示す。本実験では，ソイルセメント強度をパラ メータとして押抜きせん断実験を実施した。実施した試 験体数は各ケース2体ずつ，計12体である。いずれの試験 体も地盤内の状態を模擬するために，ソイルセメントの 0 2000 4000 6000 8000 10000 0 20 40 60 80 先端支持力 度 (kN /m 2) N値 スタッド有 【参考】スタッド無 評価式（100N) 144N (a) 砂質土 Fig. 12 周面摩擦力度の評価 Evaluation of Shaft Friction(b) 粘性土
Fig. 14 試験体概要 Schematic View of Test Specimen
Fig. 13 先端支持力度の評価 Evaluation of End Bearing Capacity
0 50 100 150 200 250 0 20 40 60 周面摩擦力度 (k N /m 2) N値 スタッド無 スタッド有 評価式（3.3N) 0 50 100 150 200 250 0 50 100 150 200 250 周面摩擦力度 (k N /m 2) 非排水せん断強度 cu(kN/m2) スタッド無 スタッド有 評価式（cu) 140 50 25 0 アクリル t=5.0mm ソイルセメント H形鋼 75*37.5*2.3*3.2 H形鋼 75*37.5*2.3*3.2 50 ：ロードセル ：変位計（鉛直） （単位：mm）
周囲をアクリル管で拘束した。計測項目は，載荷点にお ける荷重および変位である。試験体のソイルセメントは， Case 1～Case 3では硅砂6号，高炉セメントB種およびベ ントナイトを，Case 4～Case 6では硅砂6号および高炉セ メントB種を混合することにより作成した。押抜きせん 断実験の前には，別途採取した試料を用いて一軸圧縮試 験を実施し，強度確認を行なった。押抜きせん断実験の 載荷方法は，変位制御で行ない，載荷速度1.0mm/minと した。 3.1.2 実験結果 Fig. 15に各ケースで得られた付 着強度-変位関係を配合の種類別に示す。ここで，付着強 度は，載荷点において得られた荷重をH形鋼の周面積 (H 形鋼の周長×H形鋼の長さ) で除して算出した。また， 載荷点における変位は，2点計測しており，それらの平均 値として整理した。Fig. 15より，いずれのケースでも変 位の小さい段階で付着強度が稼働されていることがわか る。付着強度はピークに到達後，変位の進行とともに低 下し，残留状態となっていることが確認できた。付着強 度がピークに到達する変位は，1～2mm程度であり，ソ イルセメント強度が大きいほどピークに到達する変位レ ベルが大きい傾向にある。Fig. 16には，最大付着強度b pと圧縮強度quの関係を示す。ここで，圧縮強度は試験体 作成時に採取したモールド試料に対して，押抜きせん断 実験時に実施した一軸圧縮試験により得られた圧縮強度 (実強度)で整理している。Fig. 16より，一軸圧縮強度が 大きくなるにつれて，最大付着強度も大きくなることが わかる。H形鋼とソイルセメントの付着強度は，文献9) において丸鋼および平鋼とソイルセメントの付着試験結 果から式(1)のように示される。 = (0.11~0.21)qu (1) Fig. 16 中に実線で示したように，本実験で得られた最 大付着強度は式(1)で算定される付着強度の範囲をほぼ 満足していると考えられ，最大付着強度の算定に式(1)を 用いることが可能であることを示唆している。残留付着 強度brと圧縮強度quの関係を Fig. 17 に示す。Fig. 17 か ら，残留付着強度に関しても一軸圧縮強度が大きくなる につれて，大きくなる傾向があることがわかった。残留 付着強度に関して，実験から得られた付着強度の下限値 として評価すると，式(2)に示す通りとなる。 br= 0.032qu (2) 3.2 スタッドの抵抗力評価 3.2.1 実験条件 スタッドの耐力を評価するために 実施した押抜きせん断実験の試験体をFig. 18に示す。本 実験は，ソイルセメント強度，スタッドの有無をパラメ ータとして実施した。計測項目は，載荷点における荷重 および変位，ソイル天端における変位，H形鋼のひずみ， ソイルセメント外周の変位である。試験体を拘束するア クリル管には2軸ひずみゲージを設置した。これは，載荷 に伴いアクリル管に生じる応力の状態を確認するためで ある。載荷中のひずみの計測値より，円周方向の応力の 変化は小さかった。一方，軸方向のひずみは変化が生じ たため，載荷中のアクリルとソイルセメント間の付着力 の影響は無視できないことがわかった。そこで，荷重-(a) Case 1, 2, 3 Fig. 15 付着強度-変位関係 Relationships between Bond Strength
and Displacement (b) Case 4, 5, 6
Fig. 16 最大付着強度-圧縮強度関係 Relationships between Maximum Bond Strength
and Compressive Strength of Soil-Cement Table 1 実験ケース Experiment Cases 水 セメント 砂 ベントナイト Case 1 500 464 185 1178 29 Case 2 1000 449 232 1178 28 Case 3 2000 431 286 1178 27 Case 4 500 508 143 1178 0 Case 5 1000 488 205 1178 0 Case 6 2000 464 277 1178 0 単位体積あたりの配合（kg/m3 ) 目標強度 （kN/m2 ) 0 50 100 150 200 250 0 5 10 15 20 付 着強度 (k N/m 2) 変位 (mm) Case1 Case2 Case3 0 50 100 150 200 250 0 5 10 15 20 付着強度 (k N/ m 2) 変位 (mm) Case4 Case5 Case6 0 90 180 270 360 450 0 500 1000 1500 2000 最 大付着強度 bp *(k N/m 2) 圧縮強度qu(kN/m2) Case 1,2,3 Case 4,5,6 b=0.11qu b=0.21qu
変位関係の整理は，載荷中のひずみ値より算出したアク リルとソイルセメント間の付着力を杭頭で得られた荷重 の値から減じて整理した。試験体のソイルセメントは， 硅砂6号，高炉セメントB種およびベントナイトを混合す ることにより作成した。押抜きせん断実験の前には，別 途採取した試料を用いて一軸圧縮試験を実施し，所定の 強度 (設計強度：500, 1000, 2000kN/m2) となっている ことを確認している。押抜きせん断実験の載荷方法は， 連続載荷方式とした。 3.2.2 実験結果 Fig. 19 に各ケースで得られた載 荷点における荷重-変位関係を示す。Fig. 19 より，スタ ッド無しの場合には変位の小さい段階で荷重がピークに 到達し，変位の進行とともに荷重が低下し，残留状態と なっていることがわかる。一方，スタッドがある場合に は，変位の小さい段階で付着切れが生じた後，変位の進 行とともに荷重が増加していることがわかる。これは， 変位の進行とともにスタッドの抵抗力が発揮されたこと に起因するためであると考えられる。得られた実験結果 より，スタッドの抵抗力に関して検討する。スタッドの 抵抗力は，スタッドの有無による荷重の差として評価し た。ここで，スタッドの抵抗力を評価した変位量は，ソ イルセメント改良体径の 10％(=24.7mm)とした。Fig. 20 には，スタッドの支圧強度と一軸圧縮強度の関係を示す。 0 5000 10000 15000 20000 25000 0 500 1000 1500 2000 支圧強 度 qb (k N/ m 2) 圧縮強度qu(kN/m2) st*=11.46qu (a) Case 1(設計強度: 500kN/m2) (b) Case 2(設計強度: 1000kN/m2) Fig. 19 荷重-変位関係
Relationships between Load and Displacement (c) Case 3(設計強度: 2000kN/m2)
Fig. 20 スタッドの支圧強度-圧縮強度関係 Relationships between Bearing Strength of Stud
and Compressive Strength
0 8 16 24 32 40 0 10 20 30 40 荷重 (kN) 変位 (mm) Case 1(スタッド無） Case 1(スタッド有） 付着切れ スタッド 抵抗力 0 8 16 24 32 40 0 10 20 30 40 荷重 (kN) 変位 (mm) Case 2(スタッド無） Case 2(スタッド有） 付着切れ スタッド 抵抗力 0 8 16 24 32 40 0 10 20 30 40 荷重 (kN) 変位 (mm) Case 3(スタッド無） Case 3(スタッド有） 付着切れ スタッド 抵抗力 Fig. 17 残留付着強度-圧縮強度関係 Relationships between Residual Bond Strength
and Compressive Strength of Soil-Cement
Fig. 18 試験体概要 Schematic View of Test Specimen
0 20 40 60 80 100 0 500 1000 1500 2000 残留 付着強度 br *(k N/m 2) 圧縮強度qu(kN/m2) Case 1,2,3 Case 4,5,6 b=0.032qu 247 200 アクリル t=10.0mm H形鋼 150*75*5*7 頭付き スタッド φ7、ℓ=35mm 150 150 100 ：ロードセル ：変位計（鉛直） ：ひずみゲージ （H形鋼） ：ひずみゲージ （アクリル用、2軸） ：変位計（水平） 90@ 4=360 70 70 (単位：mm)
ここで，スタッドの支圧強度は実験から得られた荷重の 差をスタッドの軸部面積で除して算出した。Fig. 20 より， 一軸圧縮強度が大きくなるにつれて，スタッドの支圧強 度も大きくなることがわかる。スタッドの支圧強度を Fi g. 20 に示した支圧強度の下限値とし
て
評価すると，式 (3)に示す通りとなる。 qb=11.46qu (3) ここで， qb：スタッドの支圧強度 qu：ソイルセメントの一軸圧縮強度 さらに，コンクリート中のスタッドのせん断耐力qsの 評価式の適用に関して検討する。コンクリート中のスタ ッドのせん断耐力は，J. W. Fisher らによる研究10) に基 づき，式(4)のように示される。 0.5 s sc c c q a F E (4) ここで， sca：スタッド軸部断面積 Fc：設計基準強度 Ec：ヤング係数 式(4)を用いてスタッドのせん断耐力を算定する際に は，設計基準強度およびヤング係数の評価が必要となる。 これらの定数には，試験体作成時に採取したソイルセメ ント試料に対して実施した一軸圧縮試験結果より，設計 基準強度には圧縮強度を，ヤング係数には変形係数E50 を用いることとした。式(4)から算出したスタッドの抵抗 力と実験から得られたスタッドの抵抗力の関係をFig. 2 1に示す。Fig. 21より，実験から得られたスタッドの抵 抗力は，式(4)により算定した計算値を大きく上回ってい ることがわかる。式(4)により算定したスタッドの抵抗力 は，実験値の2～5割程度となり安全側の評価となる。4.
本設杭として利用するソイルセメント柱列
壁の鉛直支持力評価方法
4.1 鉛直支持力評価方法 本章では，2章および3章で示した鉛直支持力の検討結 果に基づき，本設杭として利用するソイルセメント柱列 壁の鉛直支持力評価方法について示す。鉛直支持力評価 方法のフローをFig. 22に示す。Fig. 22に示すように鉛直 支持力の検討は，地盤から定まる鉛直支持力と杭体から 定まる鉛直支持力の2つのルートで検討することとする。 最終的には，両者を比較し小さい方の値を本設杭として 利用する場合のソイルセメント柱列壁の鉛直支持力とす る。なお，本評価法は芯材(H形鋼)を挿入した１コラム 0 2 4 6 8 10 0 2 4 6 8 10 実験値 qs exp . ( k N) 計算値qscal. (kN) Fig. 21 スタッド耐力の実測値-計算値関係 Relationships between Observed Valueand Calculated Value
Fig. 22 鉛直支持力評価方法のフロー Flow for Evaluation of Vertical Bearing Capacity on
Soil-Cement Mixing Wall Using Permanent Pile
ソイルセメント柱列壁（単杭）の極限支持力
Ruc=min(Rpus +Rfus, Rpuc +Rfuc)
極限支持力の検討 杭体から定まる 極限支持力の検討 スタッドの 有無 地盤の極限 先端支持力 Rpus ソイルセメントの 極限先端支持力 Rpuc 地盤の極限 周面摩擦力 Rfus 芯材・ソイルセメントの極限付着Rfuc Rfuc=min(R’fuc, R’’fuc)
付着力R’fuc 有：付着+支圧 無：付着 付着力+せん断 R’’fuc 地盤から定まる 極限支持力の検討 芯材およびソイルセメントから定まる 極限支持力Rpuc+Rfuc 地盤から定まる 極限支持力Rpus+Rfus (a) 隔孔設置 (b) 全孔設置 Fig. 23 周長の評価 Evaluation of Pile Perimeter
に対しての評価方法であり，ソイルセメント柱列壁への 芯材の設置状況により支持力(極限周面摩擦力)を評価す る際の周面積の取り扱いに留意が必要となる。杭周面積 を算定する際の周長は，Fig. 23 (赤線部分) に示すよう に芯材の設置状況により規定する。具体的には，隔孔設 置の場合にはFig. 23(a)に示すようにソイルセメント改 良体の周長で，全孔設置の場合にはFig .23(b)に示すよう にソイルセメント改良体径の曲線部分で評価する。また， その他の場合には隔孔設置と全孔設置の組み合わせによ り評価する。 式(5)，(6)に上述の支持力評価式を示す。 1 ac uc s R R F (5) ここで， Rac ： 許容鉛直支持力 (kN) Ruc ： 極限支持力 (kN) Fs ： 安全率(長期 3，短期 1.5) min( , )
uc pus fus puc fuc
R R R R R (6) ここで， Rpus ： 地盤の極限先端支持力 (kN) Rpuc ： 芯材およびソイルセメントから定まる極限 先端支持力 (kN) Rfus ： 地盤の極限周面摩擦力 (kN) Rfuc ： 芯材およびソイルセメントの極限付着力 (kN) 地盤から定まる極限支持力は，式(7)および(8)に示すよ うに先端支持力と周面摩擦力により算出する。 極限先端支持力：Rpus100N Ap (7) ここで， N ： 芯材先端上下 1D の範囲の平均 N 値 砂質地盤10N60(ただし，60 上限値とし， N 値が 10 未満の場合は本評価法を適用しな い。) Ap ： 芯材の閉塞面積 (m2) Ap=H×B(H：芯材のせい，B：フランジ幅) 極限周面摩擦力：RfusfuL (3.3N Ls sc Lu c)(8) ここで， ： 芯材の設置状況により定まる周長(m) fu ： 地盤の極限周面摩擦力度 (kN/m2) L ： 周面摩擦力を算定する区間長 (m)，(杭先端部 から上部 0.5ｍを減じた長さ) s N ： 砂質土地盤の N 値 30 s N (ただし，30 を上限値とする) Ls ： 砂質土地盤の区間長 (m) u c ： 粘土質地盤の非排水せん断強度 (kN/m2) 100 u c (kN/m2)(ただし，100kN/m2を上限値 とする) Lc ： 粘土質地盤の区間長 (m) 一方，杭体から定まる極限支持力は，式(9)～式(11)に 示すように芯材-ソイルセメント間の極限先端支持力お よび極限付着力により算出する。 芯材-ソイルセメント間の極限先端支持力： スタッド無しの場合： * puc u p p R r A (kN) (9) スタッド有りの場合： * puc u pst p R r A (kN) (10) ここで， ｐpst ： 芯材およびソイルセメントから定まる極 限先端支持力算定時の定数 (Table 2 に示す値) * p A ： 芯材の実断面積(m2) (スタッド有りの場合はスタッドの支圧 面積を含む) ru ： 実大載荷試験による芯材とのスケール差 による低減係数 ・芯材の対角線長さが実大載荷試験によ る最大対角線長さを超えない場合は 「1」とする。実大載荷試験により検証 したスケールを超えるものについて は，H-400*330 に対する増加比率の逆 数を低減係数とする。 ・例えば，H-700×300 シリーズの場合： ru ≒0.7 となる。 Table 2 に示す芯材およびソイルセメントから定まる 極限先端支持力算定時の定数は，模型実験および実大載 荷試験より得られた杭先端到達軸力を実験時のソイルセ メント強度および芯材の実断面積で除して算出した係数 に設計強度を乗じることにより設定した。なお，ソイ ルセメントの強度が 500～2000kN/m2の範囲では，直線 Table 2 芯材およびソイルセメントから定まる 極限先端支持力算定時の定数
Constants for Calculation of Pile Tip Bearing Capacity on H-shaped Steel and Soil-Cement
Fig. 24 実測値と計算値の比較 Comparison with Observed Value and
Calculated Value on Bearing Capacity
500 1000 2000 定数 p (kN/m2) 8000 16000 32000 500 1000 2000 定数 pst (kN/m2) 8500 17000 34000 スタッド無し スタッド有り ソイルセメント設計強度 quc (kN/m2) ソイルセメント設計強度 quc (kN/m2)
補間してｐpstを算出する。
極限付着力：Rfucmin( 'R fuc, ''R fuc) (11) 極限付着力は，スタッドの有無により計算方法が異な る。また，スタッドの有無に関わらず，付着力 (+支圧) R’fuc，付着力とソイルセメントのせん断力R’’fucの 2 通り を算出し，小さい方の値を極限付着力として採用する。 なお，付着力とせん断力の計算は，スタッドの有無に関 わらず同様であり，式(13)により検討を行う。式(12)～(14) に検討方法の詳細を示す。 スタッド無しの場合： * 'fuc H bu R L (12) * * ''fuc 2 bu 2 s R BL HL (13) スタッド有りの場合： * 'fuc H bu s R L Q (14) ここで， スタッドの軸方向の設置間隔は，スタッド軸径の倍 以上かつmm 以下とする。また，スタッドの軸直角 方向の設置間隔は，スタッド軸径の倍以上とする。 4.2 評価式の検討結果 本節では，4.1 節で示した鉛直支持力の評価式により算 出した計算値と実大載荷試験から得られた実測値の比較 を行った。Fig. 24 に実測値と計算値の比較結果を示す。 Fig .24 中には，余裕度(実測値/計算値)1.0～4.0 のライン も合わせて示した。Fig. 24 から，各サイトの比較結果の プロットは，スタッドの有無に関わらず余裕度 1.0 のラ インより上方に位置しており，評価式により算出した結 果が安全側であることを示唆している。したがって，本 設杭に用いるソイルセメント柱列壁の鉛直支持力評価に 本報で示した評価式を適用することが可能であると考え られる。
